纖維編織網(wǎng)增強(qiáng)混凝土加固磚柱的受壓性能

田穩(wěn)苓 李鑫波? 周健 劉星昊 劉曉錚

(1.河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401；2.天津津貝爾建筑工程試驗(yàn)檢測(cè)技術(shù)有限公司，天津 300401)

磚砌體結(jié)構(gòu)在我國的應(yīng)用十分廣泛,其中包含大量采用磚柱作為承重構(gòu)件的建筑物和構(gòu)筑物。隨服役時(shí)間的增加,磚柱受到環(huán)境侵蝕、自然災(zāi)害和人類活動(dòng)等主客觀因素的影響愈發(fā)嚴(yán)重,導(dǎo)致磚柱抗壓承載力降低、使用安全性下降,亟待加固。

纖維編織網(wǎng)增強(qiáng)混凝土(TRC)是以多軸纖維編織網(wǎng)來增強(qiáng)高性能細(xì)骨料混凝土而形成的一種新型水泥基復(fù)合材料,具有良好的承載、限裂和耐腐蝕能力,并具有多縫開裂和應(yīng)變硬化等特性[1]。將TRC用于加固結(jié)構(gòu),可充分發(fā)揮纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(FRP)加固方法的優(yōu)勢(shì)[2],并彌補(bǔ)該方法因采用有機(jī)材料作為界面粘結(jié)劑而存在耐高溫性能差、受紫外線影響易老化、不適應(yīng)于低溫和潮濕環(huán)境下施工,以及經(jīng)濟(jì)性較差等缺點(diǎn)[3]。

近年來,采用TRC加固砌體結(jié)構(gòu)的方法逐漸被重視。Bui等[4]通過擬靜力試驗(yàn)對(duì)比了TRC與FRP加固砌體墻的優(yōu)劣,研究表明：TRC對(duì)墻體承載力的提升效果稍遜于FRP,但在提高墻體延性性能方面表現(xiàn)更加優(yōu)異。Yardim、Marcari、Basili、田穩(wěn)苓等[5-8]分別從不同角度研究了表面粘貼TRC加固磚砌體的抗剪性能,得到了一致的結(jié)論：TRC可有效地延緩砌體的開裂,并顯著提高其整體性、抗剪承載力及延性。Kariou等[9]研究表明：采用TRC對(duì)砌體進(jìn)行抗彎加固可有效提高其抗彎剛度和彎曲承載力,且加固效果與編織網(wǎng)類型和加固層數(shù)有關(guān)。Mezrea等[10]以截面形狀為變量對(duì)TRC加固磚柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究,結(jié)果表明：TRC能有效限制磚柱的橫向變形,使得加固后磚柱的承載力和變形能力得到顯著提高,且方形截面柱的加固效果優(yōu)于矩形截面柱。

當(dāng)前的研究成果表明了TRC加固砌體結(jié)構(gòu)的可行性,但將TRC用于加固磚柱以提高其抗壓性能的相關(guān)研究還比較少,國內(nèi)尚處于起步階段。為此,本研究以纖維編織網(wǎng)層數(shù)、聚乙烯醇(PVA)纖維摻量及偏心距為變量,對(duì)TRC加固磚柱的受壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)探究,并提出了軸壓承載力計(jì)算方法,為TRC加固磚柱的工程應(yīng)用提供了試驗(yàn)依據(jù)和理論基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 材料性能

1.1.1 砌筑材料

試驗(yàn)所用普通燒結(jié)磚尺寸為240 mm×115 mm×53 mm,強(qiáng)度等級(jí)為MU7.5,實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為6.88 MPa;所用水泥砂漿強(qiáng)度等級(jí)為M2.5,實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度平均值為2.74 MPa。

1.1.2 纖維編織網(wǎng)

纖維編織網(wǎng)由經(jīng)緯兩向玄武巖纖維束編織而成,如圖1所示。纖維編織網(wǎng)的網(wǎng)格間距為5 mm×5 mm,實(shí)測(cè)力學(xué)性能見表1。

圖1 纖維編織網(wǎng)Fig.1 Textiles

表1 纖維編織網(wǎng)力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of textiles

1.1.3 TRC基體混凝土

快凝快硬高貝利特鋁硫酸鹽水泥(HB-CSA)是一種具有快凝快硬、早強(qiáng)抗裂、微膨脹低干縮、低堿度,以及抗腐蝕等特性的新型水硬性膠凝材料。本研究采用該水泥并按照精細(xì)混凝土的設(shè)計(jì)方法[11]對(duì)TRC基體配合比進(jìn)行了優(yōu)化,在綜合考慮基體強(qiáng)度、流動(dòng)性和自密實(shí)能力的前提下,確定水泥：粉煤灰：硅灰：細(xì)砂：粗砂：減水劑配合比(單位kg/m3)為520：120：35：460：920：4.4,水灰比為0.4。

由圖2可知,采用HB-CSA水泥設(shè)計(jì)的TRC基體在養(yǎng)護(hù)2 d后,抗壓強(qiáng)度可達(dá)到其28 d抗壓強(qiáng)度的80%以上,表現(xiàn)出了優(yōu)異的早強(qiáng)性能。采用此種基體,可大幅度縮短TRC加固施工周期,在一些應(yīng)急加固工程中具有很廣闊的應(yīng)用前景。此外,此種基體具有較低的堿度,可減小普通硅酸鹽水泥對(duì)玄武巖纖維編織網(wǎng)的堿腐蝕作用,進(jìn)而提高TRC的加固效果和使用壽命。

圖2 TRC基體抗壓強(qiáng)度與養(yǎng)護(hù)時(shí)間的關(guān)系Fig.2 Relationship between compressive strength of TRC matrix and curing time

1.1.4 短切PVA纖維

鑒于將纖維增強(qiáng)水泥基復(fù)合材料用于加固砌體結(jié)構(gòu)取得了較好的加固效果,本研究分析了短切PVA纖維對(duì)TRC加固效果的影響。試驗(yàn)所用PVA纖維直徑為40 μm,長(zhǎng)度為12 mm,密度為1.3 g/cm3,抗拉強(qiáng)度為1 400 MPa,彈性模量為43 GPa。

1.2 試件設(shè)計(jì)

按照規(guī)范[12],試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了10組共20個(gè)(每組2個(gè))尺寸為240 mm×370 mm×720 mm的粘土磚柱。各組試件的具體參數(shù)見表2。

表2 試件參數(shù)Table 2 Parameters of specimens

磚柱砌筑完成后,濕水養(yǎng)護(hù)28 d,然后進(jìn)行加固。TRC加固流程為:①加固前對(duì)所有待加固試件進(jìn)行倒角處理以防止加固層在試件拐角處因應(yīng)力集中而過早破壞,倒角半徑r=20 mm[13];②對(duì)磚柱表面進(jìn)行清理并潤(rùn)濕,然后壓抹第1層基體;③將纖維編織網(wǎng)鋪設(shè)在基體表面,并保證緯向纖維束與磚柱高度方向垂直;④壓抹第2層基體,并采用基體對(duì)編織網(wǎng)進(jìn)行搭接,長(zhǎng)度為1.0b(b為磚柱橫截面的寬度),對(duì)于包裹多層編織網(wǎng)的試件將搭接處設(shè)置在試件的不同側(cè);⑤重復(fù)以上步驟即可得到具有多層編織網(wǎng)的加固試件。所有加固層厚度為10 mm左右,加固后濕水養(yǎng)護(hù)28 d,然后進(jìn)行試驗(yàn)。加固試件截面如圖3所示。圖中,h為磚柱橫截面的長(zhǎng)度。

圖3 加固試件截面(單位:mm)Fig.3 Section of reinforced specimens(Unit:mm)

1.3 加載方案及測(cè)試內(nèi)容

試驗(yàn)在1 000 kN反力架上進(jìn)行,軸壓和偏壓的試驗(yàn)方法按規(guī)范[12]執(zhí)行。加載前先對(duì)試件進(jìn)行對(duì)中和找平,然后進(jìn)行預(yù)加載,確保試驗(yàn)設(shè)備和測(cè)量?jī)x器正常工作后進(jìn)行單調(diào)分級(jí)加載。在達(dá)到試件預(yù)估極限荷載的80%前,每級(jí)荷載20 kN,之后每級(jí)荷載減半,待荷載下降至極限荷載的85%時(shí)認(rèn)為試件達(dá)到破壞狀態(tài)。測(cè)點(diǎn)布置為:在試件的對(duì)角處豎向布置2個(gè)位移計(jì)監(jiān)測(cè)試件的豎向變形;軸壓試驗(yàn)時(shí),在加固柱兩寬側(cè)面各橫向粘貼1道混凝土應(yīng)變片監(jiān)測(cè)其橫向應(yīng)變;偏壓試驗(yàn)時(shí),通過設(shè)置刀口鉸支座來控制偏心距,并在加固柱偏心方向的兩窄面各豎向粘貼1道應(yīng)變片監(jiān)測(cè)其豎向應(yīng)變。試驗(yàn)裝置如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)裝置Fig.4 Test setup

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)

2.1.1 軸心受壓試件

C1組為未加固試件,當(dāng)加載至極限荷載的60%左右時(shí),試件頂端豎向灰縫處出現(xiàn)首條裂縫,隨著荷載的增大,裂縫逐漸開展;當(dāng)加載至極限荷載的80%～90%時(shí),裂縫基本貫穿整個(gè)試件并迅速擴(kuò)寬;隨后荷載驟降,試件被分割成幾個(gè)獨(dú)立的細(xì)長(zhǎng)小柱體,因失穩(wěn)或壓碎而發(fā)生破壞。

C2-C4組試件的破壞過程非常相似,當(dāng)加載至極限荷載的65%～80%時(shí),試件頂端加固層首先出現(xiàn)幾條豎向的細(xì)小裂縫;隨著荷載的增加,裂縫逐漸發(fā)展并增多;當(dāng)加載至極限荷載的90%左右時(shí),試件的橫向變形較大,TRC加固層中發(fā)出連續(xù)的“噼啪噼啪”的編織網(wǎng)斷裂聲,試件表面出現(xiàn)多條豎向裂縫;隨后,試件拐角附近的TRC加固層被拉斷,形成一條明顯的豎向主裂縫。

C5和C6組試件的破壞過程與C3組類似,但破壞時(shí),其表面裂縫更加細(xì)而密。

2.1.2 偏心受壓試件

(1)偏心距e=55 mm時(shí)的破壞形態(tài)

C7組試件的初始裂縫通常出現(xiàn)在刀鉸支座下方,此時(shí)荷載為其極限荷載的50%左右;當(dāng)加載至極限荷載的80%～90%時(shí),偏心方向兩窄面皆出現(xiàn)豎向貫通裂縫,且靠近偏心一側(cè)裂縫更寬更多;最后,因靠近偏心一側(cè)磚柱被壓碎而發(fā)生破壞。

C8組試件的初始裂縫同樣出現(xiàn)在刀鉸支座下方,破壞過程與C3組相似。破壞時(shí),靠近偏心一側(cè)試件角部TRC加固層被拉斷,而遠(yuǎn)離偏心一側(cè)裂縫較少且加固層未被拉斷。

(2)偏心距e=110 mm時(shí)的破壞形態(tài)

C9組試件在遠(yuǎn)離偏心一側(cè)存在受拉區(qū),當(dāng)加載至極限荷載的40%左右時(shí),試件的初始裂縫始于受拉區(qū)的水平灰縫處;隨著荷載的增大,橫向裂縫逐漸變寬并向受壓區(qū)發(fā)展,受壓區(qū)不斷出現(xiàn)豎向裂縫;達(dá)到極限荷載后,試件因受壓區(qū)磚塊被壓潰而發(fā)生脆性破壞,其中C9-b試件在破壞時(shí)突然倒塌。

C10組試件截面同樣存在受壓區(qū)和受拉區(qū),隨著荷載的逐步增加,試件受壓區(qū)首先出現(xiàn)豎向裂縫,隨后受拉區(qū)窄面出現(xiàn)細(xì)小的橫向裂縫;當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí),試件因受壓區(qū)角部加固層開裂而發(fā)生破壞。

軸壓和偏壓試件的典型破壞形態(tài)如圖5所示,由圖可知,未加固試件具有明顯的脆性破壞特征，而加固試件破壞時(shí)表現(xiàn)出了一定的塑性特征,主要是因?yàn)門RC對(duì)磚柱的橫向變形起到了有效的約束作用,裂縫的發(fā)展受到限制,從而延緩了磚柱的破壞,使磚柱的縱向塑性變形得到更好地發(fā)揮。此外,加固試件破壞時(shí)加固層未發(fā)生剝落,磚柱受加固層的約束作用“立而不塌”,表明TRC能與磚柱協(xié)同工作,有效提高其整體性。

(a)C1-b

2.2 荷載-位移曲線

軸壓試件的荷載-位移曲線如圖6所示,由圖可知,其受力過程大致分為3個(gè)階段：

(1)在彈性階段，加載初期,所有試件皆處于彈性工作階段,曲線近似一條直線,但加固試件的曲線斜率皆高于未加固試件,表明TRC可提高磚柱的軸向剛度。

(2)在裂縫開展階段，隨著試件裂縫的不斷產(chǎn)生和增多,試件的剛度逐漸降低,曲線斜率開始減小,由于TRC的約束作用,磚柱裂縫的形成和擴(kuò)展得到有效限制,與未加固試件相比,加固試件的剛度退化速率較低。

(3)在破壞階段，當(dāng)荷載超過極限荷載后,未加固試件的承載力迅速下降,而加固試件在一定范圍內(nèi)仍能隨變形發(fā)展繼續(xù)承載,并且曲線下降段也相對(duì)平緩,表明加固后磚柱的延性得到了改善。

(a)不同纖維編織網(wǎng)層數(shù)

2.3 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

由表3可知：

表3 試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results

(1)相比于對(duì)比組磚柱,加固磚柱的開裂荷載提高率為33.62%～131.07%,表明TRC能有效延緩磚柱裂縫的產(chǎn)生與開展。

(2)軸壓條件下,加固磚柱的極限荷載提高率為36.11%～109.83%,且極限位移也得到不同程度的提升(如圖6所示),表明TRC對(duì)磚柱起到了很好的約束作用,使核心磚柱呈現(xiàn)三向受壓狀態(tài),其承載力和變形能力得到顯著提高。

(3)偏心距為55 mm和110 mm時(shí),加固磚柱的極限荷載提高率分別為65.09%和59.29%,表明TRC環(huán)箍約束方式對(duì)偏壓柱的承載力仍具有一定提升作用,但加固效果隨著偏心距增大而降低。

3 影響因素分析

3.1 纖維編織網(wǎng)層數(shù)

由圖7可看出,加載初期,磚柱的橫向變形很小,相應(yīng)橫向應(yīng)變也很小,TRC作為一種被動(dòng)約束,其約束作用不明顯,因而不同加固層數(shù)下的荷載-橫向應(yīng)變曲線基本重合。隨著荷載的增大,TRC的約束作用隨磚柱橫向變形的增加而增強(qiáng),編織網(wǎng)層數(shù)越多,TRC約束能力越強(qiáng),使得磚柱的承載力和變形能力隨之不斷提高。結(jié)合圖8分析可知,編織網(wǎng)層數(shù)與加固效果并非呈線性增加關(guān)系,隨纖維編織網(wǎng)層數(shù)的增大,其開裂荷載相對(duì)提高率由62.43%下降至30.79%,極限荷載相對(duì)提高率由43.66%下降至30.06%。這是因?yàn)?當(dāng)加固層數(shù)超過一定數(shù)量后,纖維編織網(wǎng)的有效利用率將降低,磚柱承載力提高率將趨于穩(wěn)定[13]。

圖8 纖維編織網(wǎng)層數(shù)與磚柱特征值提高率的關(guān)系Fig.8 Relationship between the number of textile layers and increase rate of characteristic values of brick columns

圖7 不同纖維編織網(wǎng)層數(shù)下的荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load-strain curves of different textile layers

3.2 短切PVA纖維摻量

結(jié)合圖9和圖10分析可知,與C3組試件相比,C5和C6組試件的開裂荷載提高率分別提高35.02%和25.42%,極限荷載提高率分別提高13.05%和9.64%,表明在TRC良好加固效果的基礎(chǔ)之上,PVA纖維能進(jìn)一步提升加固效果。其原因?yàn)椋憾糖欣w維能夠阻斷基體內(nèi)部的水分散失通道,減少了基體內(nèi)因溫度變化、收縮等原因產(chǎn)生的微裂紋,進(jìn)而延緩了裂縫的產(chǎn)生;當(dāng)加固層受力時(shí),短切纖維可以改善加固層內(nèi)應(yīng)力的傳遞,使應(yīng)力分布更加均勻,從而提高試件的限裂和承載能力;加固層開裂后,短纖維在裂縫處的橋聯(lián)作用會(huì)延緩裂縫的開展,降低裂縫寬度,這也解釋了C5和C6組的破壞現(xiàn)象。此外,當(dāng)PVA纖維摻量由0.5%增加到1.0%時(shí),TRC的加固效果略有降低,這與文獻(xiàn)[14]的研究結(jié)論一致。分析認(rèn)為,當(dāng)PVA纖維摻量過大時(shí),短纖維難以均勻地分散到基體當(dāng)中,拌制過程中容易產(chǎn)生“結(jié)團(tuán)”現(xiàn)象,使加固層產(chǎn)生初始缺陷,從而導(dǎo)致加固效果減弱。

圖10 不同PVA纖維摻量下的荷載-應(yīng)變曲線Fig.10 Load-strain curves of different PVA fiber contents

圖9 PVA纖維摻量與磚柱特征值提高率的關(guān)系Fig.9 Relationship between PVA fiber content and increase rate of characteristic values of brick columns

3.3 偏心距

本試驗(yàn)所設(shè)偏心距下,加固試件皆屬于受壓破壞,磚柱受壓產(chǎn)生的橫向變形受到TRC加固層的限制,因而C8和C10組試件的承載力較C7和C9組得到不同程度的提升。但結(jié)合圖11分析可知,與C3組試件相比,C8和C10組試件的開裂荷載提高率分別下降16.13%和27.7%,極限荷載提高率分別下降14.7%和20.5%,表明偏心距對(duì)TRC環(huán)箍約束效應(yīng)具有削弱作用。其原因?yàn)椋喝鐖D12所示,C8組試件在受壓過程中截面上存在較小的受壓區(qū),而C10組試件截面上存在明顯的受拉區(qū),在這些較小的受壓或受拉區(qū)域內(nèi),磚柱的橫向膨脹變形較小,TRC加固層的側(cè)向約束作用無法得到充分發(fā)揮,因而加固效果降低。但由于本試驗(yàn)所用玄武巖纖維編織網(wǎng)的經(jīng)向纖維同樣具有較高的抗拉強(qiáng)度,它能與TRC基體一起在磚柱的受拉區(qū)承擔(dān)部分拉應(yīng)力,限制受拉區(qū)裂縫的產(chǎn)生與開展,對(duì)加固效果又起到了一定的增強(qiáng)作用,因而當(dāng)偏心距由55 mm增加到110 mm時(shí),極限荷載提高率的下降速度有所減小。

圖12 不同偏心距下的荷載-應(yīng)變曲線Fig.12 Load-strain curves of different eccentric distance

圖11 偏心距與磚柱特征值提高率的關(guān)系Fig.11 Relationship between eccentricity and increase rate of characteristic values of brick columns

4 TRC約束磚柱軸壓承載力計(jì)算

4.1 相關(guān)參數(shù)的確定

(1)有效約束區(qū)面積

TRC中纖維編織網(wǎng)由經(jīng)緯兩向纖維束編織而成,使得加固柱薄弱截面位于兩相鄰緯向纖維束中間位置(圖13中L—L截面)。參考Mander等[15]提出的約束混凝土計(jì)算模型,在纖維束間距范圍內(nèi),TRC通過拱效應(yīng)對(duì)核心磚柱提供側(cè)向約束作用。

圖13 柱縱向約束Fig.13 Longitudinal restraint of column

在薄弱截面內(nèi),TRC約束磚柱在軸向壓力的作用下,核心磚柱將產(chǎn)生不均勻的橫向膨脹變形,使得磚柱截面長(zhǎng)邊和寬邊上的加固層產(chǎn)生水平彎曲,由于加固層抗彎剛度較小,它對(duì)磚柱的約束作用相對(duì)較弱,因而形成非有效約束區(qū),如圖14陰影所示。圖中,h和b分別為柱橫截面的長(zhǎng)和寬;r為倒角半徑;s為纖維束間距。

圖14 柱薄弱截面Fig.14 Weak section of column

借鑒文獻(xiàn)[16]中的近似計(jì)算方法,L—L截面內(nèi)非有效約束區(qū)面積An為

0.5s(h+b)-0.25s2

(1)

則有效約束區(qū)面積Ae為

Ae=At-An

(2)

式中,At表示TRC約束范圍內(nèi)的面積,其計(jì)算公式為

(3)

(2)截面形狀系數(shù)

以上分析表明,TRC加固磚柱受矩形截面的影響而產(chǎn)生非有效約束區(qū),即截面形狀對(duì)TRC約束效應(yīng)起到削弱作用。為考慮截面形狀對(duì)約束效應(yīng)的影響,參考文獻(xiàn)[17],引入截面形狀系數(shù)ks,其計(jì)算公式為

(4)

(3)拐角削弱系數(shù)

在柱截面對(duì)角線附近,TRC受兩個(gè)相互垂直的拉力作用,其合力在柱對(duì)角線方向形成強(qiáng)力約束,使得TRC中纖維編織網(wǎng)易在此處產(chǎn)生應(yīng)力集中而提前被拉斷,材料性能難以充分發(fā)揮。本研究的試驗(yàn)結(jié)果表明,盡管對(duì)磚柱進(jìn)行了倒角處理,這種破壞現(xiàn)象仍容易發(fā)生。為此,采納文獻(xiàn)[18]中的建議,引入拐角削弱系數(shù)kc,其計(jì)算公式為

(5)

4.2 TRC等效側(cè)向約束應(yīng)力

對(duì)于矩形截面柱,TRC提供的側(cè)向約束應(yīng)力是不均勻的,拐角處的約束應(yīng)力較強(qiáng),柱角之間的側(cè)面約束較弱。為簡(jiǎn)化計(jì)算,引入等效圓的計(jì)算方法[19],將矩形截面等效為圓截面,等效圓的直徑D近似取為矩形截面對(duì)角線的長(zhǎng)度,如圖15所示。

圖15 等效圓計(jì)算模型Fig.15 Equivalent circle calculation model

將上述截面形狀系數(shù)ks和拐角削弱系數(shù)kc用于換算此種基于等效圓模型下的側(cè)向約束應(yīng)力,即TRC等效側(cè)向約束應(yīng)力σf,其計(jì)算公式為

(6)

式中：m為纖維編織網(wǎng)層數(shù);fs為緯向纖維束極限抗拉強(qiáng)度;As為緯向纖維束理論面積。

4.3 TRC約束磚柱極限抗壓強(qiáng)度

類比FRP約束磚柱[13,20],TRC約束磚柱極限抗壓強(qiáng)度fmc與TRC等效側(cè)向約束應(yīng)力σf間的表達(dá)式為

(7)

式中,fmo為未加固柱極限抗壓強(qiáng)度,β為有效約束系數(shù)。參考文獻(xiàn)[20]中的回歸分析方法,對(duì)本研究的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合(TRC基體中摻加PVA纖維對(duì)磚柱的極限荷載有影響,故僅對(duì)C2-C4組試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行擬合),得到β取值為5.33。因此fmc計(jì)算公式為

fmc=fmo+5.33σf

(8)

4.4 承載力計(jì)算公式

TRC加固磚柱在受壓力作用時(shí),由于高性能細(xì)骨料混凝土的存在,非有效約束區(qū)域磚柱仍受到一定的約束作用,其極限抗壓強(qiáng)度有所提高。但考慮到本次試驗(yàn)中磚柱達(dá)到極限狀態(tài)時(shí),非有效約束區(qū)磚柱的連續(xù)性遭到破壞,因此將該區(qū)域內(nèi)磚柱的極限抗壓強(qiáng)度簡(jiǎn)化為fmo,據(jù)此建立TRC加固磚柱的極限承載力計(jì)算公式為

Nu=φ(fmcAe+fmoAn)

(9)

式中：Nu為磚柱的極限承載力;φ為高厚比和偏心距對(duì)磚柱承載力的影響系數(shù),按規(guī)范[21]確定。

4.5 試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比

按照上述計(jì)算方法,將本研究的試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,見表4?？梢?本研究采用的計(jì)算模型較為理想,試驗(yàn)值與計(jì)算值吻合較好。

表4 試驗(yàn)值與計(jì)算值的對(duì)比Table 4 Comparison of experimental values and calculated values

5 結(jié)論

(1)采用TRC加固磚柱有效、可行,且加固效果隨纖維編織網(wǎng)層數(shù)(1-3層)的增加而不斷提高,但層數(shù)超過2層后,承載力相對(duì)提高率呈下降趨勢(shì)?？紤]加固效果和經(jīng)濟(jì)效益,建議加固層數(shù)不宜超過3層。TRC加固磚柱破壞形態(tài)呈現(xiàn)“立而不塌”,其延性得到明顯改善,表明TRC有利于提高其抗震性能,后續(xù)將進(jìn)一步開展抗震試驗(yàn),以充分評(píng)估TRC對(duì)砌體結(jié)構(gòu)的抗震加固效果。

(2)適當(dāng)摻量的短切PVA纖維能夠提高TRC的力學(xué)性能,進(jìn)一步增強(qiáng)加固效果。通過對(duì)比發(fā)現(xiàn),PVA纖維體積摻量在0.5%左右時(shí)加固效果較好。

(3)根據(jù)加固軸壓柱試驗(yàn)結(jié)果和理論分析提出了TRC環(huán)箍約束磚柱的軸壓承載力計(jì)算公式,計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好。

(4)TRC環(huán)箍加固方式對(duì)偏壓柱仍具有一定的加固效果,但隨著偏心距的增大,加固效果逐漸減弱,TRC不能被充分利用。